1.서 론

최근 해양산업과 관련문화의 발달로 연안해역의 경제적 가치와 그 잠재성은 증대되고 있지만, 부족한 자원과 공간 을 확보하기 위한 각종 개발사업에 기인한 해수유동의 변 화와 오염물질의 유입으로 연안역은 점점 황폐화되고 있 다. 이에 해수유동 및 수질환경의 변화를 규명하기 위한 연구가 활발하게 이루어지고 있으며, 보다 정밀한 예측을 위해 해수의 밀도변화를 고려하는 경압류 모형에 대한 다 양한 형태의 연구결과들이 발표되고 있다.

경압류 해수유동에 관한 대부분의 수치모형연구에서 기 본적으로 사용되고 있는 POM(Princeton Ocean Model)에 대하 여 Mellor and Yamada(1982)는 연직확산항을 난류운동에너지 와 난류특성길이에 관한 2차의 난류종결모형으로부터 구했 으며, 수치계산시 모드기법으로 계산의 효율을 향상시켰다. Blumberg and Mellor(1987)는 σ -좌표계에서 자유수면을 고려 할 수 있는 모형을 개발하여 미국 북부 California 해안에서 용승류와 동안경계류를 계산하여 모델의 효용성을 입증하 였다. Jung(1994)은 해수유동과 열확산 문제에서 여러 가지 난류모형에 의한 연직확산계수의 산정으로부터 유속 및 수 온의 분포특성을 연구하였다. KORDI(1996)는 POM을 우리 나라 황해 및 동해 전역을 포함한 북서태평양을 대상으로 하는 영역에 적용하여 쿠로시오 해류가 미치는 각 해역의 유동특성 및 바람장, 수온염분장에 대한 계절적 분포에 대 해 연구하였다. Hong and Choi(1997)는 득량만에 POM을 적 용하여 M₂ 분조를 고려한 수온 및 속도장의 반응에 대하 여 연구하였다. Kang(1999)은 진해만을 포함하는 남해동부 해역에서 3차원적 해수유동특성 및 취송순환을 재현하였 다. Lee(2000)는 POM의 지배방정식을 반음해법으로 차분하 여 모드분리를 제거하고 조간대 처리기법을 도입하여 경기 만의 조석과 조류를 재현하였다. Joo(2002)는 낙동강 하천유 출수가 낙동강 하구역 및 진해만 일원을 포함하는 연안해 역에 미치는 영향을 규명하였으며, Kim(2006)은 섬진강 하 구역의 해수유동 특성을 재현한 바 있다.

위에서 언급한 대부분의 연구는 우리나라의 남해안과 서해 안에 발달한 조간대에서 흐름을 재현하기 어려운 초기 POM 에 대한 연구로서 그 적용에 한계가 있었으나, 최근 Oey(2005; 2006)가 조간대 처리기법이 도입된 POM WAD(Wetting And Drying)를 발표함에 따라 간석지가 발달한 연안해역에도 POM의 적용이 가능해졌다. POM WAD는 그 소스코드가 공 개되어 있지만 제공된 코드는 기본적인 모듈로만 구성되어 있기 때문에 연구자는 연구목적에 맞게 코드를 수정해야 할 필요가 있다. 이에 본 연구는 POM WAD 모형을 간석지 가 발달하고 조류가 탁월한 우리나라 남해안과 서해안의 연안역에 쉽게 사용하기 위하여 각종 계산인자들을 파라메 타화하였으며, 개경계설정에 있어서 조석의 주요 분조들을 쉽게 입력할 수 있도록 하였다. 그리고 무엇보다도 POM WAD의 간석지 처리기법을 유지하면서 이동경계의 변동에 따라 계산영역이 변화하는 효과를 반영한 CTS(Computing Time Saving) 기법을 도입하여 매번의 계산시간단계마다 필 요없는 영역을 계산에서 배제시켜 계산시간을 획기적으로 줄일 수 있도록 하였다. 이같이 수정된 POM WAD는 장방 형 내만에서 하나의 절점을 갖는 정상파에 대하여 해석해 와 비교되었으며, Pande and Rajaratnam(1977)의 흐름과 열확 산에 관한 수리실험결과와 토의되었다. 그리고 이 수정된 POM WAD 모형을 간석지가 발달한 우리나라 광양만 현지 해역에 직접 적용하여 CTS 기법에 의한 계산시간의 절감 정도를 확인하였다.

2.수치모형의 개요

2.1.기본방정식

Cartesian 연직좌표계를 사용할 경우 저면경계가 계단처 럼 형성되기 때문에 이를 개선한 σ-연직좌표계의 POM에 대한 기본방정식은 다음과 같다(Blumberg and Mellor, 1987). 우선 모드분리기법에 따라 수심적분형태의 외부모드(External Mode)의 연속방정식과 운동방정식은 식(1)~(3)과 같다.

여기서, t는 시간, x와 y는 직각수평좌표축, η는 자유수 면, U와 V 는 x와 y방향의 수심평균유속, D는 전수심, f 는 코리올리 계수, g는 중력가속도, ρ₀는 기준밀도, ρ는 현 장밀도, τ_x^W와 τ_y^W는 x와 y방향의 수면에서 전단응력, τ_x^B와 τ_y^B는 x와 y방향의 저면에서 마찰응력, 그리고 A_M 는 수심 평균된 수평와동점성계수이다.

그리고 층적분형태의 내부모드(Internal Mode)의 수력학방 정식은 식(4)~(6)과 같다.

여기서, σ = (z - η)/(H + η) 로서 σ-연직좌표, z는 연직 좌표축, H 는 수심, u와 v는 x와 y방향의 유속, w는 σ방 향의 유속 그리고 A_M과 K_M은 수평 및 연직방향의 와동점 성계수이다.

또한 완전한 열역학방정식을 만족하는 열과 염에 대한 확산방정식은 다음과 같다.

여기서, T 는 포텐셜온도, S 는 염분, A_H와 K_H는 열과 염 의 수평 및 연직방향의 난류확산계수 그리고 S_e^T 는 수면과 대기의 경계에서 순열교환량이다.

한편 밀도는 수온과 염분값으로부터 상태방정식으로 계 산된다(Fofonoff, 1962). 그리고 연직혼합에 관한 K_M와 K_H 는 Mellor and Yamada(1982)의 Level 2.5 난류종결모형부터 계산되며, 수평혼합에 관한 A_M과 A_H는 Smagorinsky(1963)의 확산계수로부터 결정된다. 상기의 지배방정식은 계산효율 을 위해 모드분리법을 이용하여 내부모드와 외부모드로 분 리되어 계산되는데, 외부모드는 2차원적이고 외부파 속도 에 기초한 짧은 계산시간간격이 사용되고, 내부모드는 3차 원적이고 내부파 속도에 기초하여 보다 긴 계산시간간격을 사용하는 특징이 있다. 따라서 외부모드의 계산은 수위승 강인 η와 수심평균유속 U 와 V에 대해 계산하며, 내부모드 의 계산에서는 u, v , w , T , S 및 각종 난류량을 계산한다. 그리고 이 모형은 Arakawa C-grid 격자체계를 도입하고 있 으며, 연직성분의 와동점성항과 난류확산항을 음해법으로 처리하고 다른 항들은 양해법으로 차분화하였으며, 차분화 할 때 유한체적법을 사용하여 질량과 부피의 보존이 잘 되 도록 처리한 특징이 있다.

2.2.WAD의 처리기법

Oey(2005; 2006)가 조간대 처리기법을 도입한 POM WAD (Wetting And Drying)를 발표하여 간석지가 발달한 연안해역 에 POM의 적용이 가능하게 되었다. 이 기법을 간단히 설 명하면 다음과 같다. 우선 기존의 전통적인 방식과 다르게 새롭게 정의되는 수심과 수면변위는 Fig. 1 및 식(9)와 같다.

여기서, H_msl은 평균해면에서 저층바닥까지의 높이, H_hi 는 평균해면(Mean Sea Level: msl)에서 Datum까지 높이를 나 타내며, η_msl는 평균해면에서 자유수면, 그리고 Datum은 일 반적으로 통용되는 약최저저조면(Approx. LWL)이 아니고, Fig. 1과 같이 어떠한 경우에도 자유수면이 도달하지 않을 높이에 위치하는 임의의 기준선이다.

이러한 수심의 정의에 따라 각 격자점은 우선 항구적인 육상 Cell(FSM = 0)과 바다 Cell(FSM = 1)로 정의되어야 한 다. 바다 Cell의 경우 조간대에서 수위조건에 따라 이동경계 가 적용되므로 바다 Cell에서 잠재적인 조간대 Cell을 정의하 기 위해 Oey(2005; 2006)는 다음과 같이 정의되는 WETMASK 를 도입하였다.

여기서 H_dry는 조간대에서 Datum에서 저면까지의 높이를 정 의한다. 따라서 조간대에서 WETMASK = 0이면 Dry Cell, WETMASK = 1이면 Wet Cell로 계산되어 Dry Cell과 Wet Cell의 경계에서 흐름을 차단하는 방법으로 조간대의 이동 경계를 처리하였다.

3.모형의 개선

3.1.개경계에서 조석수위

POM WAD는 그 소스 코드가 공개되어 있지만 제공된 코드는 기본적인 모듈로만 구성되어 있기 때문에 연구자는 목적에 맞게 코드를 수정해야 할 필요가 있다. 이에 본 연 구는 POM WAD 모형을 우리나라 연안역에서 쉽게 활용하 기 위하여 각종 계산인자들을 파라메타화하였으며, 개경계 설정에 있어서 조석의 주요분조를 쉽게 입력할 수 있도록 수정하여 조석조류의 재현을 용이하게 하였다.

개경계에서 조석에 의한 매시간별 수위 η_b(t)는 조석의 조화상수를 사용한 완전한 형태의 식(11)로 표현할 수 있다 (Byun, 2007).

여기서, A_i와 k_i는 i번째 조석분조의 진폭과 지각, Ω_i는 i번째 조석분조에 관한 각속도, f_i와 u_i는i번째 조석분조 에 관한 절점변조진폭(Nodal Modulation Amplitude)과 위상보 정인자(Phase Correction Factor), 그리고 V_i는i번째 조석분조 에 대한 천문인수(Astronomical Argument)이다.

이 식에서 f_i , V_i 및 u_i는 조석보정과 천문에 관련된 값 으로 f_i는 거의 1에 가까운 값이고 V_i와 u_i는 무시할만한 값(Byun, 1997)이므로 이들을 제거하면 식(12)와 같이 수치 계산시 사용할 수 있는 간단화된 식으로 나타낼 수 있다. 따라서 현장관측된 조석의 진폭과 지각과 같은 조화상수를 입력하여 수치모형의 개경계 수위로 사용할 수 있다. 한편 개경계가 넓어 한 점의 값으로 개경계의 모든 Cell의 수위 결정이 어려운 경우, 두 점 이상의 알려진 값으로부터 선 형보간하여 수위를 결정할 수 있도록 하였다.

3.2.CTS(Computing Time Saving) 기법

CTS 기법은 수치모의시 불필요한 계산루틴이나 계산영 역을 배제하여 계산시간을 절약하고자하는 방법으로, 기존 의 POM과 POM WAD는 육상과 해상의 구분없이 모든 Cell 에 대해 계산을 수행하므로 불필요하게 많은 계산시간이 소요되는 경향이 있었다. 이를 개선하여 계산시간을 줄이 기 위해 계산에 불필요한 Dry Cell을 배제할 경우, 간석지 가 없는 연구대상영역은 그 처리가 쉽지만 우리나라 서해 안이나 남해안과 같이 간석지가 넓게 존재하며 조차가 커 서 매 계산시간마다 이동경계가 변할 가능성이 있는 경우 에 그 처리가 쉽지 않다. 특히 POM WAD는 POM을 개선하 여 이동경계처리되어 있는 코드이므로 이 WAD 기법을 유 지하면서도 계산에 필요없는 Dry Cell을 배제할 수 있는 CTS 기법을 접합하여야 한다. 따라서 POM WAD의 이동경 계 루틴을 정상작동시키기 위해서는 Wet Cell은 물론 이것 과 바로 접한 Dry Cell에서도 정보가 존재하여야 한다.

이를 위하여, 본 연구는 육상과 해상에 대한 Mapping시 계산시간을 단축시킬 수 있는 CTS 기법을 다음과 같이 적 용하였다. 즉, Fig. 2와 같이 모든 계산격자는 매 계산시마 다 Dry Cell(백색)과 Wet Cell(회색)로 구분되며, 대상 Cell (I, J ) 바로 주변 Cell의 Dry 혹은 Wet 상황에 따라 총16가 지의 Mapping 조건이 존재한다. 따라서 기존의 POM WAD 의 이동경계기법을 훼손시키지 않기 위하여, 매 계산시간 단계마다 MB = 15인 경우(대상 Cell (I, J )의 사방 Cell이 모두 Dry Cell인 경우)에는 계산을 수행하지 않고 다음 단 계로 바로 넘어가며, MB = 0~14인 경우에만 기존의 계산 과정을 그대로 수행하게 하는 기법을 POM WAD에 적용하 였다.

4.수치실험

4.1.정상파 실험

수심이 일정한 장방형 내만에서 하나의 절점을 갖는 정 상장파를 POM WAD로 재현하여 그 결과를 해석해와 비교 하는 검증실험을 다음과 같이 수행하였다. 이 경우 이상유 체에 대한 해석해는 Neumann and Pierson(1966)에 의하면 다 음과 같다.

여기서, η_l은 정상파의 수위, A_l는 정상파의 진폭,k는 파수, ω는 각주파수, C 는 파속 그리고 h_l는 장방형만의 수 심이다.

이 실험에서 계산조건은 Kim(1992)과 같은 조건으로 A_l = 0.4 m, 만의 길이 L = 3,400 m, h_l = 7 m, 수평격자간격 Δx = 200 m, 연직으로 7개층, 진동주기 τ = 820초이며, 계산은 진동주기의 세배에 해당하는 2460초까지 수행하였다. 또한 초기조건으로 정상파의 수위를 좌단(입사경계)에서 +0.4 m 그리고 우단(폐경계)에서 –0.4 m로 주었다.

이상과 같은 계산조건으로부터 Fig. 3은 정상파의 주요위 상별 수위와 유속에 대해 해석해와 수치해를 비교한 것이 다. 그림에서 수평유속의 크기는 단면의 중앙부에서 최대 그리고 양단에서 최소로 나타나며, 연직유속의 크기는 단 면의 양단에서 최대 그리고 단면의 중앙부에서 최소로 나 타나는 경향을 보였다. 또한 해석해와 수치해의 수위는 거 의 일치하고 있으며, 중간수심층(k = 4)에서 유속에 대한 해석해와 수치해와 오차는 평균 4 % 이내로서 양호한 편이 었다.

4.2.유속 및 열확산의 수조실험

수정된 POM WAD 모형의 유속 및 열확산에 대한 검증 을 위하여 Pande and Rajaratnam(1977)의 수리실험결과와 비 교하였다. 실험내용을 설명하면, Fig. 4에서 보는 바와 같이 수조길이 10.0 m, 수조폭 4.91 m 그리고 수조깊이 0.6006 m인 평면수조의 좌단에 깊이 H₀ = 0.0462 m, 폭 B₀ = 0.0491 m의 개수로를 연결하여 수조내 배경수온 T_e = 13.5℃ 보다 14℃ 높은 방류수온 T₀ = 27.5℃의 온수를 수조에 유입시켜 열 과 유속변화를 관찰한 실험으로 이때 개수로에서 방류유속 (U₀ )은 0.0982 m/s이었다.

이를 수치실험으로 재현하기 위하여 수평계산격자 Δx = 0.1 m와 Δy = 0.0481 m 그리고 연직방향으로 13개 층으로 분할한 계산격자망을 구성하였다. 초기의 흐름조건은 Cold Start 조건을 사용하였으며, 계산시간간격은 0.01초로 주었 고 계산은 총200초까지 수행하였다.

이상과 같은 조건에 따라 수치실험을 수행하고, 표층유 속벡터와 표층수온증가량을 Fig. 4에 도시하였다. 계산결과 를 살펴보면, 개수로에서 방류직후 10 cm/s에 달한 유속은 개수로에서 멀어질수록 서서히 유속이 감소하는 경향을 보 였다. 표층수온은 배수구 근방에서 5℃ 증가선이 나타나며, 개수로에서 길이방향으로 멀어질수록 수온이 지수함수적으 로 감소하는 경향을 보였다.

이러한 결과를 자세히 검토하기 위하여 Fig. 4에서 점선 으로 나타낸 실험수조 중심선을 따른 유속과 수온의 변화 를 Fig. 5에 나타내었다. 여기서 그림의 가로축 인자의 분 모 A 0 = B 0 H 0 = 0.047 m로 정의된다. Fig. 5(a)에서 표층 유속은 x/A₀ < 10인 곳에서 계산값은 실험값보다 상대유속 U_c/U₀이 0.1 정도 크게 과소평가되었으며, x/A₀ > 10인 곳 에서부터 계산치와 실험치는 대체로 일치하는 편이나 계산 치가 약간 과대평가된 결과를 보였으며 이 부근에서 유속 은 거의 선형적으로 감소하는 경향을 나타내었다. Fig. 5(b) 의 상대수온의 경우 계산치는 실험치에 비하여 x/A₀ < 28 인 곳에서 그 오차폭이 0.04~0.08의 범위로 약간 과대평가 되었으며, x/A₀ > 30인 곳에서 계산치는 실험치와 거의 유 사하였다.

이상의 계산결과로부터 흐름과 열의 혼합에 대해 고찰하 면, 흐름혼합의 관점에서 x/A₀ < 10의 영역인 개수로를 통 해 수조에 유입된 직후의 제트류는 현상적으로 혼합이 크 지 않지만(Rodi, 1972), 수치모형에서 혼합을 과대평가하여 유속이 과소평가된 것으로 보이고, x/A₀ > 10인 곳인 유속 이 서서히 감소하는 영역에서 수치모형은 혼합을 다소 과 소평가한 것으로 판단된다. 그리고 열혼합에 있어서 수조 에 유입된 직후부터 수온이 급격히 감소하는 x/A₀ < 20인 영역까지 난류확산은 다소 과소평가된 것으로 보이며, 이 후부터 난류확산은 실제현상과 거의 유사한 것으로 보여진 다. 이같이 혼합과 관련된 계수는 2장에서 설명한 바와 같 이 연직혼합에 관한 와동점성계수와 난류확산계수는 Mellor and Yamada(1982)의 Level 2.5 난류종결모형부터 동일한 값 으로 계산되며, 수평혼합에 관한 와동점성계수와 난류확산 계수는 Smagorinsky(1963)의 확산계수로부터 같은 크기의 값 으로 결정된다.

한편 계산정도를 높이기 위해서, 사용된 난류모형에 관 한 각종 상수들을 조정할 필요가 있을 것으로 기대되어, 난류에 관한 Universal Constant가 최적화된 RNG k - ϵ 난류 모형을 사용한 상용모델인 FLOW-3D(Flow Science, 1999)를 사용하여 계산결과를 비교하였다. 그러나 Fig. 5에서 보는 바와 같이 수정 POM WAD 모형의 결과와 RNG k - ϵ의 FLOW-3D의 계산결과는 서로 큰 차이를 나타내지 않았다. 따라서 이 수치실험에서 수리실험치에 대한 계산치의 오차 는 혼합과 관련한 각종 상수의 조정으로 큰 효과를 나타내 기 어려운 것으로 판단되었다. 따라서 이 실험만으로 판단 할 때, 전반적으로 계산치는 실험치에 대한 재현이 우수하 였지만, 개수로로부터 수조에 유입된 직후의 강한 흐름에 의한 혼합을 표현하는 것과 흐름의 혼합이 크면 물질의 혼 합이 작아지고 흐름의 혼합이 작으면 물질의 혼합이 커지는 이 실험의 괴리를 좁히는 것은 어려울 것으로 사료되었다.

4.3.CTS 기법의 현지적용예

CTS 기법의 효과를 검증하기 위하여 수정 POM WAD 모 형을 우리나라 남해안의 광양만에 현지적용하였다. Fig. 6(a) 에 도시한 수심은 약최저저조면(Approx. LWL)을 기준으로 나타낸 것으로, 광양만의 묘도 북동측의 광양항 전면수로 에서 25 m 전후의 깊은 수심역이 분포하며 만중앙부는 대 개 약 10 m 정도의 수심이며, 광양만 서안과 남안에는 조간 대가 넓게 분포하는 지형적 특징을 보이고 있다. CTS 기법 이 적용된 광양만의 계산영역은 18.0 km × 14.5 km로서 정사각 형의 수평격자간격이 Δx = Δy = 50 m이므로 수평격자개수 는 104,400개이며 이 중에서 회색으로 표현된 항상 Dry Cell 이 67,537개, 노란색, 초록색, 파란색 및 검정색 계열의 수 심으로 표현된 항상 Wet Cell이 33,004개, 그리고 그림에서 붉은 계열의 수심으로 표현된 영역이 수위에 따라 Dry Cell 과 Wet Cell로 변하는 간석지 Cell로서 그 개수는 3,859개 이다.

그리고 Fig. 6(b)는 Fig. 6(a)의 우하단에 검은색의 직사각 형 박스로 표시된 영역(1.2 km × 1.8 km)에 대해 Fig. 2에서 정 의된 MB 값을 특정 조시의 조위에 대해 표시한 한 예로서 여기서 각 숫자(MB 값)는 하나의 Cell을 나타낸다. 그리고 적색의 실선으로 그어진 경계의 육상측(MB = 15)은 CTS 기법에 따라 그 계산시간단계에서 계산이 배제되는 영역이 며, 다른 영역은 기존의 POM WAD 루틴이 그대로 적용되 는 영역이다. 이러한 지형 및 수심조건으로부터 이 계산영 역을 연직으로 등분한 5개 층(Δσ = 0.2)으로 나누고 계산 진행시간(Elapsed Time) 총196시간 동안 경압류를 수치모의 하였다.

WAD를 확인하기 위해 광양만에서 간석지가 발달한 Fig. 6(a)의 좌상단 적색의 직사각형 박스로 표시된 영역(9.0 km × 9.4 km)에 대해 대조기 창조류 및 낙조류시의 흐름 양상을 Fig. 7에 도시하였다. 그림에서 노란색으로 표시된 영역은 간석지로서 WAD가 적용되는 영역으로 현장관측치가 없어 수치계산치를 직접 평가하는 것은 어렵지만, 대개 WAD 기 법의 사용시 수심이 얕은 간석지에서 종종 발견되는 비정 상적인 큰 유속이 나타나는 것과 같은 계산결과를 보이지 않았고, 간석지와 그 부근에서 흐름 양상을 Fig. 6(a)의 수 심과 연관지어 판단할 때 수심이 깊은 영역에서 흐름이 강 하고 수심이 낮은 곳에서 흐름이 약한 것과 같은 일반적인 수리학적 특징을 계산결과가 잘 나타낸 것으로 보인다.

그리고 기본적으로 CTS 기법은 계산결과에 영향을 미치 지 않아야 한다. 만약 CTS 기법의 사용유무에 따라 계산결 과가 서로 상이하다면 이 방법은 의미가 없다. 따라서 이 것의 검증을 위해, Fig. 6(a)의 St. C1(항상 Wet Area)과 St. C2(간석지)의 인접한 두 정점에 대해, CTS 기법을 사용한 경우와 사용하지 않은 경우에 대한 계산결과를 Fig. 8에 나 타내였다. 그림은 조차와 유속이 큰 대조기 25시간동안의 조위와 표층유속을 시계열로 나타낸 것이다. CTS를 사용한 경우(원)와 사용하지 않은 경우(실선)에 대한 계산치의 차 이를 그림에서 육안으로 찾아보기 어려우며, mm 단위의 조위와 mm/s 단위로 출력된 유속치에서 두 결과의 차이를 발견할 수 없었다. 따라서 본 연구의 CTS 기법은 계산결과 에 영향을 미치지 않은 것으로 판단된다.

한편, 계산진행시간(Elapsed Time) 총196시간에 대해 CTS 기법을 도입한 경우 사용된 컴퓨터(Intel Core2 Quad CPU Q8400 @ 2.66GHz)의 Run Time은 2,340분이었고, 도입하지 않은 경우 3,861분이 소요되어, 39.4 %의 계산시간이 절약되 었음을 확인할 수 있었다. 여기서 계산시간이 절약된 주된 요소는 항상 Dry Cell인 육상부분이 전체 격자수의 64.7 %이 므로 우선 이 부분을 계산루틴에서 배제한 것이 주요 한 절약원인이며, WAD가 적용되는 간석지 부분은 전체 격자 수의 3.7 %이므로 이 부분의 기여분은 아주 작은 편이라 할 수 있겠다. 그러나 Oey(2005; 2006)가 제공하는 소스 코드에 서 WAD 기법을 그대로 적용할 경우 육상부분인 항상 Dry Cell들을 계산에서 논리적으로 배제하는 것이 쉽지 않으며, 본 연구의 CTS 기법을 Oey(2005; 2006)의 WAD 기법과 함께 사용하는 경우 간석지에서 흐름을 안정적으로 계산할 수 있었으며 계산시간도 효과적으로 절약할 수 있었다.

5.결 론

3차원 해수순환 수치모형으로 잘 알려진 POM에 WAD 방법이 도입된 POM WAD가 최근 발표됨에 따라 이동경계 가 요구되는 천해역에서 이 모형의 적용이 가능하게 되었 다. 이에 이 모형을 연안역에서 조석조류의 계산에 적합하 도록 개경계에서 조석조화상수의 입력이 가능하도록 하였 고, CTS 기법을 도입하여 계산시간을 단축할 수 있도록 모 형을 개선하였고 몇 가지 검증실험을 수행하였다.